TW201732054A - 罐用鋼板及其製造方法 - Google Patents

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Abstract

提供強度高，具有優異的延性，進而對於腐蝕性強的內容物亦耐蝕性良好的罐用鋼板及其製造方法。成分組成以質量%計含有C：0.020%以上、0.130%以下，Si：0.04%以下，Mn：0.10%以上、1.20%以下，P：0.007%以上、0.100%以下，S：0.030%以下，Al：0.001%以上、0.100%以下，N：超過0.0120%、0.0200%以下，Nb：0.0060%以上、0.0300%以下，剩餘部分包含鐵及不可避免的雜質。上降伏強度為460 MPa～680 MPa、總伸長率為12%以上，表面～板厚方向上1/8深度位置的區域中的固溶Nb量與自表面起於板厚方向上3/8深度位置～4/8深度位置的區域中的固溶Nb量的差的絕對值為0.0010質量%以上。

Description

罐用鋼板及其製造方法
本發明是有關於一種罐用鋼板及其製造方法，所述罐用鋼板可作為藉由高加工度的罐筒加工而成形的三片罐（three-piece can）、需要耐壓強度的二片罐（two-piece can）等的原材料而使用。
近年來，鋼罐的需要變大，因此謀求使製罐成本減低的策略、或於如異形罐這樣的新穎的罐種類中加入鋼罐的策略。
作為製罐成本的減低策略，可列舉原材料的低成本化。因此，藉由拉拔加工而成形的二片罐自然不必說，即使是單純的圓筒成形為主體的三片罐，亦進行所使用的鋼板的薄壁化。
然而，若單單對鋼板進行薄壁化，則罐體強度降低。因此，在如再拉拔罐（DRD（draw-redraw）罐）或焊接罐的罐筒部這樣的使用高強度材料的部位，無法使用單單僅進行了薄壁化的鋼板。因此，期望高強度的極薄的罐用鋼板。
現在，高強度的極薄的罐用鋼板是藉由二次冷軋（Double Reduce）法（以下稱為「DR法」）而製造，所述DR法是在退火後實施軋縮率為20%以上的二次冷軋。利用DR法而製造的鋼板（以下亦稱為「DR材料」）具有雖然強度高，但總伸長率小（缺乏延性）、加工性差的特徵。
另一方面，自加工性的觀點考慮，難以使用缺乏延性的DR材料而作為如異形罐這樣的藉由加工度高的罐筒加工而成形的罐的原材料。
為了避免此種DR材料的缺點，提出了使用各種強化法的高強度鋼板的製造方法。
在專利文獻1中提出一種鋼板，其藉由複合性組合Nb碳化物的析出強化或Nb、Ti、B的碳氮化物的微細化強化而獲得強度與延性的平衡。
在專利文獻2中提出一種使用Mn、P、N等的固溶強化而進行高強度化的方法。
在專利文獻3中提出一種罐用鋼板，其藉由如下方式改善焊接部的成形性：使用Nb、Ti、B的碳氮化物的析出強化而使拉伸強度不足540 MPa，控制氧化物系夾雜物的粒徑。 現有技術文獻 專利文獻
專利文獻1：日本專利特開平8-325670號公報 專利文獻2：日本專利特開2004-183074號公報 專利文獻3：日本專利特開2001-89828號公報
[發明所欲解決之課題] 如上所述，為了進行薄規格化（薄壁化）而需要確保強度。另一方面，在藉由加工度高的罐筒加工而成形的罐（例如藉由如擴罐加工這樣的罐筒加工而成形的罐體、藉由如焊縫加工這樣的罐筒加工而成形的罐體、藉由凸緣加工而成形的罐體）中使用鋼板作為原材料的情況下，需要應用延性高的鋼板。
例如，在以擴罐加工為代表的三片罐製造時的罐筒加工、凸緣加工、及二片罐製造時的底部加工中，為了並不產生鋼板的破裂而需要使用總伸長率大的鋼板作為原材料。
進而，若亦考慮對腐蝕性強的內容物的耐受性，則需要製成耐蝕性良好的鋼板。
關於以上的特性，在所述現有技術中，強度、延性（總伸長率）、耐蝕性中的任意者較差。
在專利文獻1中提出了藉由析出強化而實現高強度化，從而獲得強度與延性的平衡的鋼。然而，藉由專利文獻1中所記載的製造方法無法獲得在本發明中成為目標的延性。
專利文獻2提出了利用固溶強化的高強度化。然而，由於過剩地添加了通常已知為阻礙耐蝕性的元素的P，因此阻礙耐蝕性的可能性高。
專利文獻3藉由使用Nb、Ti等的析出、細粒化強化而獲得目標強度。自焊接部的成形性、表面性狀的觀點考慮，不僅需要添加Ti，亦需要添加Ca、REM，存在使耐蝕性劣化的問題。
本發明是鑒於該情況而成者，其目的在於提供強度高，具有優異的延性，進而對於腐蝕性強的內容物亦耐蝕性良好的罐用鋼板及其製造方法。 [解決課題之手段]
本發明者等人為了解決所述課題而進行了銳意研究。其結果獲得以下發現。
著眼於析出強化、固溶強化、加工強化的複合性組合。而且，發現藉由N的固溶強化及固溶Nb的溶質拖曳（solute drag）使肥粒鐵組織變化，藉此可並不使延性變差地進行高強度化。
而且，發現在鋼板的板厚方向中，於表面側與中央側使固溶Nb量不同，藉此謀求兼顧優異的延性與高強度化。
而且，以並不對耐蝕性造成影響的範圍的元素含量進行鋼板的成分設計，藉此對於腐蝕性強的內容物亦不損害耐蝕性。
進而，在製造方法中，適宜地調整退火步驟中的均熱後的平均冷卻速度，藉此可並不使延性變差地（並不使總伸長率降低地）進行高強度化。
如上所述，本發明發現藉由一併管理成分組成、製造方法，可製造延性高且強度高的罐用鋼板，從而完成本發明。
本發明是基於以上發現而成者，其主旨如下所示。 [1] 一種罐用鋼板，其特徵在於成分組成以質量%計含有C：0.020%以上、0.130%以下，Si：0.04%以下，Mn：0.10%以上、1.20%以下，P：0.007%以上、0.100%以下，S：0.030%以下，Al：0.001%以上、0.100%以下，N：超過0.0120%、0.0200%以下，Nb：0.0060%以上、0.0300%以下，剩餘部分包含鐵及不可避免的雜質，上降伏強度為460 MPa～680 MPa、總伸長率為12%以上，自表面至1/8深度位置的區域中的固溶Nb量與自3/8深度位置至4/8深度位置的區域中的固溶Nb量的差的絕對值為0.0010質量%以上； 再者，所述1/8深度位置、所述3/8深度位置、所述4/8深度位置是自表面起，於板厚方向上的1/8深度位置、3/8深度位置、4/8深度位置。 [2] 一種罐用鋼板的製造方法，其是上述[1]中記載的罐用鋼板的製造方法，其特徵在於包含如下步驟：熱軋步驟，將鋼坯在終軋溫度為820℃以上進行軋壓，在捲取溫度為500℃～620℃下進行捲取；一次冷軋步驟，於所述熱軋後進行酸洗，在軋縮率為80%以上進行一次軋壓；退火步驟，於所述一次冷軋步驟後，在均熱溫度為660℃～800℃、均熱時間為55 s以下、自均熱溫度至冷卻停止溫度（250℃～400℃）的平均冷卻速度為30℃/s以上、不足150℃/s下進行退火；二次冷軋步驟，於所述退火步驟後，在軋縮率為1%～19%下進行二次軋壓。 再者，在本說明書中，表示鋼的成分的%均是質量%。 [發明的效果]
藉由本發明而獲得對於腐蝕性強的內容物亦不損害耐蝕性的延性高且強度高的罐用鋼板。
進而，若為本發明，藉由鋼板的高強度化，即便對罐進行薄規格化，亦可確保高的罐體強度。而且，可藉由高延性而進行在焊接罐中所使用的如焊縫加工或擴罐加工這樣的強的罐筒加工、凸緣加工。
首先，關於本發明的罐用鋼板的成分組成而加以說明。
本發明的成分組成以質量%計含有C：0.020%以上、0.130%以下，Si：0.04%以下，Mn：0.10%以上、1.20%以下，P：0.007%以上、0.100%以下，S：0.030%以下，Al：0.001%以上、0.100%以下，N：超過0.0120%、0.0200%以下，Nb：0.0060%以上、0.0300%以下，剩餘部分包含鐵及不可避免的雜質。本發明可藉由N的固溶強化及固溶Nb的溶質拖曳而使肥粒鐵組織變化，藉此可並不使延性變差地進行高強度化，因此無需含有所述以外的成分組成。例如，存在添加Ti或B而使延性或耐蝕性劣化的情況，在本發明中並未含有。
C：0.020%以上、0.130%以下 重要的是在本發明的罐用鋼板中，具有460 MPa～680 MPa的上降伏強度與12%以上的總伸長率。因此，利用NbC的析出強化變重要，所述NbC是由於含有Nb而生成者。為了利用NbC的析出強化，罐用鋼板的C含量變重要。具體而言，需要將C含量的下限設為0.020%。另一方面，若C含量超過0.130%，則在鋼的熔煉中冷卻過程中產生亞包晶破裂。因此將C含量的上限設為0.130%。再者，若C含量超過0.040%，則存在熱軋板的強度上升，冷軋時的變形阻力增加的傾向，而且存在為了避免軋壓後的表面缺陷而產生使軋壓速度變小的需要的情況。因此，自製造容易性的觀點考慮，C含量較佳為設為0.020%以上、0.040%以下。
Si：0.04%以下 Si是由於固溶強化而使鋼高強度化的元素。為了獲得該效果，較佳為將Si含量設為0.01%以上。然而，若Si含量超過0.04%，則顯著損及耐蝕性。因此Si含量設為0.04%以下。
Mn：0.10%以上、1.20%以下 Mn由於固溶強化而使鋼的強度增加。為了確保目標的上降伏強度，需要使Mn含量為0.10%以上。因此將Mn含量的下限設為0.10%。另一方面，若Mn含量超過1.20%，則耐蝕性、表面特性差。因此將Mn含量的上限設為1.20%。較佳為0.13%以上、0.60%以下。
P：0.007%以上、0.100%以下 P是固溶強化能力大的元素。為了獲得此種效果，需要含有0.007%以上。而且，為了將P含量設為不足0.007%，脫磷時間大幅上升。因此將P含量設為0.007%以上。然而，若P的含量超過0.100%，則耐蝕性差。因此將P含量設為0.100%以下。較佳為0.008%以上、0.030%以下。
S：0.030%以下 本發明的罐用鋼板的C、N含量高，而且含有Nb，所述Nb形成成為坯破裂的原因的析出物，因此在連續鑄造時，變得容易在矯正帶產生坯邊緣破裂。自防止坯破裂的方面考慮，將S含量設為0.030%以下。S含量較佳為0.020%以下。S含量更佳為0.010%以下。另一方面，若將S設為不足0.005%，則脫S成本變得過大，因此較佳為將S含量設為0.005%以上。
Al：0.001%以上、0.100%以下 若Al含量增加，則導致再結晶溫度上升，因此需要僅以Al含量的增加部分將退火溫度設定得高。在本發明中，由於為了使上降伏強度增加而含有的其他元素的影響，再結晶溫度上升，必須將退火溫度設定得高。因此需要極力避免由於Al而造成的再結晶溫度上升。因此將Al含量設為0.100%以下。另一方面，由於難以完全除去固溶N，因此將Al含量設為0.001%以上。再者，較佳為作為脫氧劑而添加Al，為了獲得該效果，較佳為將Al含量設為0.010%以上。
N：超過0.0120%、0.0200%以下 N是為了使固溶強化增加而所需的元素。為了發揮固溶強化的效果，需要將N含量設為超過0.0120%。另一方面，若N含量過多，則在連續鑄造時溫度降低的下部矯正帶，變得容易產生坯破裂。因此將N含量設為0.0200%以下。較佳為0.0130%以上、0.0190%以下。
Nb：0.0060%以上、0.0300%以下 Nb是碳化物生成能力高的元素，使微細的碳化物析出。藉此使上降伏強度上升。在本發明中，可藉由Nb含量而調整上降伏強度。由於Nb含量為0.0060%以上會產生該效果，因此Nb含量的下限設為0.0060%。另一方面，Nb導致再結晶溫度上升，因此若Nb含量超過0.0300%，則在660℃～800℃的退火溫度、55 s以下的均熱時間的退火中，殘存大量未再結晶組織等，變得難以退火。因此將Nb含量的上限限定為0.0300%。較佳為0.0070%以上、0.0250%以下。
所述以外的剩餘部分是設為Fe及不可避免的雜質。
其次，關於本發明的組織、特性而加以說明。
自表面至1/8深度位置的區域中的固溶Nb量與自3/8深度位置至4/8深度位置的區域中的固溶Nb量的差的絕對值為0.0010質量%以上。 再者，1/8深度位置、3/8深度位置、4/8深度位置是自表面起，於板厚方向上的1/8深度位置、3/8深度位置、4/8深度位置。 藉由使自3/8深度位置至4/8深度位置的區域中的固溶Nb量增加，可使上降伏強度進而上升。另一方面，藉由於自表面至1/8深度位置的區域使固溶Nb量變化，可獲得良好的總伸長率（高延性）。因此，認為藉由於板厚方向上使固溶Nb量不同，能夠以極其優異的狀態兼顧延性與強度。該板厚方向的固溶Nb量的差的絕對值若為0.0010質量%以上，則獲得本發明的目標的高延性（總伸長率為12%以上）與高強度（上降伏強度為460 MPa～680 MPa）。藉由以上而使固溶Nb量的差的絕對值為0.0010質量%以上。較佳為0.0023質量%以上。另一方面，若固溶Nb量的差的絕對值超過0.0050質量%，則變得難以兼顧總伸長率與上降伏點，因此較佳為0.0050質量%以下。
再者，若在退火步驟中使均熱後的平均冷卻速度變低，則所述固溶Nb量的差變小；若平均冷卻速度變高，則差變大。
自表面至1/8深度位置的區域中的固溶Nb量較佳為0.0014質量%～0.0105質量%。藉由使自表面至1/8深度位置的區域中的固溶Nb量為0.0014質量%～0.0105質量%，上降伏強度、總伸長率成為優異的值。
自3/8深度位置至4/8深度位置的區域中的固溶Nb量較佳為0.0017質量%～0.0095質量%。 藉由使自3/8深度位置至4/8深度位置的區域中的固溶Nb量為0.0017質量%～0.0095質量%，上降伏強度、總伸長率成為優異的值。
自表面至1/8深度位置的區域中的固溶Nb量可藉由如下方式而測定：將試樣於10%乙醯丙酮-1%四甲基氯化銨-甲醇溶液中進行恆定電流電解（20 mA/cm2 ）至板厚的1/8的深度，藉由感應耦合電漿發射光譜法而分析電解液中的Nb。
自3/8深度位置至4/8深度位置的區域中的固溶Nb量可藉由如下方式而測定：藉由20重量%草酸水溶液進行化學研磨至板厚的3/8深度後，將試樣於10%乙醯丙酮-1%四甲基氯化銨-甲醇溶液中進行恆定電流電解（20 mA/cm2 ）至板厚的4/8深度，藉由感應耦合電漿發射光譜法而分析電解液中的Nb。
於先前，為了測定析出Nb量而在10%乙醯丙酮-1%四甲基氯化銨-甲醇溶液中進行恆定電流電解（20 mA/cm2 ），藉由感應耦合電漿發射光譜法分析恆定電流電解的提取殘渣中的Nb的方法存在如下可能性：在藉由濾紙收集十數nm～1 nm的Nb析出物時，產生收集遺漏。因此析出Nb量與固溶Nb量相加的量未必與總Nb量一致。因此，在本發明中直接藉由感應耦合電漿發射光譜法分析電解液中的Nb，精密地控制固溶Nb量。藉此可獲得兼顧延性與高強度的鋼板。
上降伏強度：460 MPa～680 MPa 為了確保焊接罐的抗凹強度、二片罐的耐壓強度等，將上降伏強度設為460 MPa以上。另一方面，若欲獲得超過680 MPa的上降伏強度，則變得需要含有大量元素。含有大量元素存在阻礙本發明的罐用鋼板的耐蝕性的可能性。因此將上降伏強度設為680 MPa以下。藉由採用所述成分組成且採用例如後述的製造條件，可將罐用鋼板的上降伏強度控制為460 MPa～680 MPa。
總伸長率：12%以上 若罐用鋼板的總伸長率低於12%，則在例如藉由如焊縫加工或擴罐加工這樣的罐筒加工而成形的罐的製造中存在產生如下不良現象的可能性：產生裂縫等破裂。而且，若總伸長率低於12%，則存在於罐的凸緣加工時產生裂縫的可能性。因此將總伸長率的下限設為12%。例如可藉由調整退火的均熱後的冷卻速度，將退火步驟後的二次冷軋步驟的軋縮率設為特定範圍而將總伸長率控制為12%以上。另一方面，為了獲得超過30%的總伸長率而變得在成分及製造條件的控制中需要過大的成本，因此較佳為30%以下。
板厚為0.4 mm以下（適宜條件） 現在，以減低製罐成本為目的而進行鋼板的薄壁化。然而，擔心隨著鋼板的薄壁化、亦即鋼板板厚的減低，罐體強度會降低。相對於此，本發明的罐用鋼板即使在板厚薄的情況下，亦不使罐體強度降低。在板厚薄的情況下，高延性且高強度等本發明的效果顯著。自該方面考慮，較佳為將板厚設為0.4 mm以下。亦可設為0.3 mm以下，亦可設為0.2 mm以下。
其次，關於本發明的罐用鋼板的製造方法而加以說明。 本發明的罐用鋼板的製造方法包含如下步驟：熱軋步驟，將包含所述成分組成的鋼坯在終軋溫度為820℃以上進行軋壓，在捲取溫度為500℃～620℃下進行捲取；一次冷軋步驟，於所述熱軋後進行酸洗，在軋縮率為80%以上進行一次軋壓；退火步驟，於一次冷軋步驟後，在均熱溫度為660℃～800℃、保持時間為55 s以下、自均熱溫度至冷卻停止溫度（250℃～400℃）的平均冷卻速度為30℃/s以上、不足150℃/s的條件下進行退火；二次冷軋步驟，於所述退火步驟後，在軋縮率為1%～19%下進行二次軋壓。
關於成為軋壓原材料的鋼而加以說明。鋼是藉由如下方式而獲得：藉由使用轉爐等的公知的熔煉方法對調整為上述成分組成的熔鋼進行熔煉，其次藉由連續鑄造法等通常所使用的鑄造方法而製成軋壓原材料。
對於藉由上述而獲得的鋼實施熱軋而製造熱軋鋼板，亦即，在終軋溫度為820℃以上進行軋壓，在捲取溫度為500℃～620℃下進行捲取。較佳為於熱軋的軋壓開始時，將鋼的溫度設為1200℃以上。
終軋溫度：820℃以上 熱軋中的終軋溫度在確保上降伏強度方面成為重要因素。若整飾溫度不足820℃，則由於沃斯田鐵+肥粒鐵（γ+α）的2相域熱軋而導致晶粒生長，進行冷軋、退火後的結晶粒粗大化。其結果，上降伏強度降低。因此將熱軋中的終軋溫度設為820℃以上。其上限並無特別限定，自抑制產生鏽皮（scale）的理由考慮，較佳為以980℃為上限。
捲取溫度：500℃～620℃ 捲取溫度在控制作為本發明中重要條件的上降伏強度及總伸長率的方面是重要條件。若使捲取溫度不足500℃，則表層快速地冷卻，因此表層的AlN量變少，表層的固溶N量增加。因此，將捲取溫度的下限設為500℃。另一方面，若捲取溫度超過620℃，則為了固溶強化而添加的N成為AlN而析出至中央層，固溶N量降低，其結果，上降伏強度降低。因此將捲取溫度的上限設為620℃。較佳為520℃～600℃。
其次進行酸洗，實施一次冷軋，亦即，在軋縮率為80%以上進行一次軋壓。
為了除去鏽皮而進行酸洗。酸洗方法並無特別限定。若可除去鋼板的表層鏽皮即可，可藉由通常進行的方法而進行酸洗。而且，亦可藉由酸洗以外的方法而除去鏽皮。
冷軋中的軋縮率：80%以上 一次冷軋中的軋縮率在本發明中是重要的條件之一。若一次冷軋的軋縮率不足80%，則難以製造上降伏強度為460 MPa以上的鋼板。進而，在使本步驟中的軋縮率不足80%的情況下，為了獲得二次冷軋的軋縮率為20%以上的與先前的DR材料同等的板厚（0.17 mm左右），需要至少使熱軋板的板厚為0.9 mm以下。然而，在操作上難以使熱軋板的板厚為0.9 mm以下。因此使本步驟中的軋縮率為80%以上。 再者，亦可於熱軋步驟後、一次冷軋步驟前適宜地包含其他步驟。而且，亦可於熱軋步驟之後並不進行酸洗而立即進行一次冷軋步驟。
其次，在均熱溫度為660℃～800℃、保持時間為55 s以下、自均熱溫度至冷卻停止溫度（250℃～400℃）的平均冷卻速度為30℃/s以上、不足150℃/s的條件下進行退火。
均熱溫度：660℃～800℃ 為了使鋼板的組織更均一而將均熱溫度設為660℃以上。另一方面，為了在均熱溫度超過800℃的條件下進行退火，需要為了防止鋼板破斷而極力降低搬送速度，生產性降低。由於以上原因而將均熱溫度設為660℃～800℃。較佳為660℃～760℃。
均熱時間：55 s以下 以均熱時間變得超過55 s的速度無法確保生產性。因此將均熱時間設為55 s以下。均熱時間的下限並無特別限定，為了使均熱時間變短，變得需要使搬送速度變快。若使搬送速度變快，則變得難以並不蜿蜒地穩定地進行搬送。由於以上理由，較佳為將10 s作為下限。
自均熱溫度至冷卻停止溫度（250℃～400℃）的平均冷卻速度：30℃/s以上、不足150℃/s 在均熱後進行驟冷處理。若冷卻速度變大，則在板厚方向上產生固溶Nb分佈。認為其原因在於：冷卻速度大，因此在板厚方向上不均一地冷卻。認為由於不均一地冷卻，從而對Nb的擴散移動造成影響，產生濃度分佈。固溶Nb由於溶質拖曳效應而抑制肥粒鐵晶粒生長，因此在極表層的微細區域對肥粒鐵粒徑造成影響。進而，在本發明中，在板厚方向上產生固溶Nb分佈，因此在表層與中央層產生微細的材質差。其結果變得可兼顧高延性與高強度。在冷卻速度不足30℃/s的情況下，由於冷卻速度低而在板厚方向上均一地冷卻，在板厚方向上並不產生固溶Nb分佈。其結果變得難以兼顧高強度特性與高延性特性。因此設為30℃/s以上。較佳為35℃/s以上。進而較佳為40℃/s以上。另一方面，若為150℃/s以上，則冷卻速度過於變大，變得無法在寬度方向上均一地冷卻，因此固溶Nb成為偏差不均一的材料。因此設為不足150℃/s。較佳為130℃/s以下。進而較佳為120℃/s以下。 自獲得於寬度方向上並無偏差的均一的溫度、及目標強度的方面而言，將冷卻停止溫度設為250℃～400℃。其原因在於：若不足250℃，則變得難以獲得在寬度方向上並無偏差的均一的溫度，上降伏強度在寬度方向上產生偏差。且其原因在於：若超過400℃，則由於過時效處理而造成析出C量增加，從而造成上降伏強度降低。 再者，在退火中使用連續退火裝置。而且，亦可於一次冷軋步驟後、退火步驟前適宜地包含其他步驟，亦可於一次冷軋步驟之後立即進行退火步驟。
其次，進行二次冷軋，亦即，在軋縮率為1%～19%下進行二次軋壓。
軋縮率：1%～19% 若使退火後的二次冷軋的軋縮率與通常進行的DR材料製造條件同樣（20%以上），則在加工時導入的應變變多，因此總伸長率降低。在本發明中，在極薄材料中需要確保總伸長率為12%以上，因此將二次冷軋的軋縮率設為19%以下。而且，二次冷軋具有賦予鋼板的表面粗糙度的作用，為了均一地對鋼板賦予表面粗糙度，需要使二次冷軋的軋縮率為1%以上。較佳為8%～19%。 再者，亦可於退火步驟後、二次冷軋步驟前適宜地包含其他步驟，亦可於退火步驟之後立即進行二次冷軋步驟。
藉由以上而獲得本發明的罐用鋼板。再者，在本發明中，可在二次冷軋後進而進行各種步驟。例如，對於本發明的罐用鋼板而言，亦可進而於鋼板表面具有鍍敷層。鍍敷層是鍍Sn層、非鍍錫（tin free）等的鍍Cr層、鍍Ni層、鍍Sn-Ni層等。而且，亦可進行塗裝燒附處理步驟、壓膜等步驟。 [實施例]
將含有表1所表示的成分組成，剩餘部分包含Fe及不可避免的雜質的鋼在實機轉爐中進行熔煉而獲得鋼坯。以1200℃對所獲得的鋼坯進行再加熱後進行熱軋。其次藉由通常的方法進行酸洗後，進行一次冷軋而製造薄鋼板。對於所獲得的薄鋼板，以15℃/sec的加熱速度進行加熱而連續進行退火。其次，以規定冷卻速度進行冷卻後，於300℃停止冷卻，實施二次冷軋，連續地實施通常的鍍Sn，獲得鍍Sn鋼板（馬口鐵）。再者，將詳細的製造條件表示於表2中。表2中的「最終板厚」是不含鍍Sn層的厚度。
對於藉由以上而獲得的鍍Sn鋼板（馬口鐵），進行210℃、10分鐘的相當於塗裝燒附處理的熱處理後，進行拉伸試驗而測定上降伏強度及總伸長率。而且，調查耐壓強度、成形性、耐蝕性。而且測定固溶Nb量。測定方法、調查方法如下所示。
表面～板厚方向上的1/8深度位置的區域中的固溶Nb量 將試樣於10%乙醯丙酮-1%四甲基氯化銨-甲醇溶液中進行恆定電流電解（20 mA/cm2 ）至板厚1/8的深度，藉由感應耦合電漿發射光譜法分析電解液中的Nb而求出。
自3/8深度位置至4/8深度位置的區域中的固溶Nb量是藉由20重量%草酸水溶液進行化學研磨至板厚的3/8深度後，將試樣於10%乙醯丙酮-1%四甲基氯化銨-甲醇溶液中進行恆定電流電解（20 mA/cm2 ）至板厚的4/8深度，藉由感應耦合電漿發射光譜法分析電解液中的Nb而求出。
拉伸試驗 採取以相對於軋壓方向而平行的方向為拉伸方向的日本工業標準（Japanese Industrial Standards，JIS）5號拉伸試片（JIS Z 2201），在210℃下實施10分鐘的相當於塗裝燒附的處理後，在拉伸速度為10 mm/min下進行依據JIS Z 2241的規定的拉伸試驗，測定上降伏強度（U-YP：upper yield point）、總伸長率（El：elongation）。
耐壓強度 將軋壓方向作為彎曲方向而以捲幅成為5 mm的方式進行輥軋加工，藉由電阻焊接對圓筒狀的兩端進行縫焊，進行頸部成形、凸緣成形，繼而繞緊蓋子而製成空罐樣品。將所獲得的空罐樣品放入至腔室中，藉由壓縮空氣進行加壓，測定在加壓後樣品屈曲的壓力。將屈曲時的壓力為0.20 MPa以上作為合格（◎），將不足0.20 MPa、0.13 MPa以上作為合格（○），將不足0.13 MPa作為不合格（×）。
成形性 將軋壓方向作為彎曲方向而以捲幅成為5 mm的方式進行輥軋加工，藉由電阻焊接對圓筒狀的兩端進行縫焊，進行頸部成形，藉由目視觀察頸部成形時的皺褶。將完全無皺褶的情況作為合格（◎），將藉由目視看到一處微細的皺褶的情況作為合格（○），將藉由目視看到兩處以上微細的皺褶的情況作為不合格（×）。
耐蝕性 對退火後的樣品實施單面附著量為11.2 g/m2 的鍍Sn，計測鍍Sn變薄而觀察到孔狀的部位的個數。在光學顯微鏡50倍下，測定面積為2.7 mm2 中進行觀察。將個數為20個以下的情況作為○，將個數為21個以上的情況作為×。 將藉由以上而獲得的結果表示於表3中。
[表1]
[表2]
[表3]
根據表3，在本發明例中獲得耐蝕性良好、延性高且強度高的罐用鋼板。 [產業上的可利用性]
藉由本發明而獲得強度高、具有優異的延性、進而對於腐蝕性強的內容物亦耐蝕性良好的罐用鋼板。本發明最適合作為以伴隨著高加工度的罐筒加工的三片罐、底部進行數%加工的二片罐為中心的罐用鋼板。
無
無
無

Claims (2)

  1. 一種罐用鋼板，其特徵在於成分組成以質量%計含有C：0.020%以上、0.130%以下， Si：0.04%以下， Mn：0.10%以上、1.20%以下， P：0.007%以上、0.100%以下， S：0.030%以下， Al：0.001%以上、0.100%以下， N：超過0.0120%、0.0200%以下， Nb：0.0060%以上、0.0300%以下，剩餘部分包含鐵及不可避免的雜質， 上降伏強度為460 MPa～680 MPa、總伸長率為12%以上，自表面至1/8深度位置的區域中的固溶Nb量與自3/8深度位置至4/8深度位置的區域中的固溶Nb量的差的絕對值為0.0010質量%以上； 再者，所述1/8深度位置、所述3/8深度位置、所述4/8深度位置是自表面起，於板厚方向上的1/8深度位置、3/8深度位置、4/8深度位置。
  2. 一種罐用鋼板的製造方法，其是如申請專利範圍第1項所述的罐用鋼板的製造方法，其特徵在於包含如下步驟： 熱軋步驟，將鋼坯在終軋溫度為820℃以上進行軋壓，在捲取溫度為500℃～620℃下進行捲取； 一次冷軋步驟，於所述熱軋後進行酸洗，在軋縮率為80%以上進行一次軋壓； 退火步驟，於所述一次冷軋步驟後，在均熱溫度為660℃～800℃、均熱時間為55 s以下、自均熱溫度至冷卻停止溫度（250℃～400℃）的平均冷卻速度為30℃/s以上、不足150℃/s下進行退火；以及 二次冷軋步驟，於所述退火步驟後，在軋縮率為1%～19%下進行二次軋壓。
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